Saturation du noyau par composante continue en zone ATEX 1 et DGA

Phénoménologie Électromagnétique de l'Injection de Composante Continue

Dans les installations industrielles de la chimie classées en Zone ATEX 1, l'usage massif de convertisseurs statiques de puissance — tels que les rectificateurs à front actif (AFE, Active Front End), les variateurs de vitesse (VFD) et les systèmes de stockage d'énergie par batteries (BESS) — a introduit un phénomène critique de dégradation électromagnétique : l'injection non intentionnelle de composante continue (DC offset) dans le réseau de distribution en courant alternatif. Cette injection de courant continu, même lorsque ses magnitudes se limitent à des fractions de 0,5 % à 1 % du courant nominal du transformateur, altère de manière radicale le régime de magnétisation du noyau des transformateurs de puissance et d'isolement.

La cause racine de ce phénomène réside dans les dissymétries intrinsèques de commutation des semi-conducteurs de puissance (IGBT/IGCT), les dérives thermiques des capteurs de courant à effet Hall dans les boucles de régulation des onduleurs, la distorsion du temps mort (dead-time distortion) lors de la commande des bras du pont et le déséquilibre des tensions du bus CC intermédiaire. Du point de vue électromagnétique, la résistance en courant continu du bobinage primaire du transformateur ($Rdc$) est d'une valeur extrêmement faible. Par conséquent, une tension continue résiduelle minime ($Vdc$) génère un courant continu significatif $Idc = Vdc / Rdc$, lequel traverse le bobinage et induit un flux magnétique continu unidirectionnel ($\Phi_{dc}$).

Le flux magnétique total dans le circuit magnétique du transformateur devient déterminé par la superposition du flux alternatif à la fréquence fondamentale ($\Phi_{ac}$) et du flux continu décalé ($\Phi_{dc}$) :

où $N$ représente le nombre de spires du bobinage, $\omega$ est la pulsation fondamentale ($2\pi f$), et $\mathcal{R}_{m}$ est la réluctance magnétique équivalente du circuit magnétique, exprimée par :

Étant donné que la perméabilité magnétique relative des tôles d'acier au silicium à grains orientés (CRGO) $\mu_r(B)$ est hautement non linéaire et dépendante de l'induction magnétique instantanée $B(t)$, la présence de $Bdc = \Phi_{dc} / Aeff$ déplace le point de fonctionnement moyen sur le cycle d'hystérésis $B-H$. Ce déplacement décale la courbe vers la région de saturation magnétique profonde durant une demi-onde de la sinusoïde, tandis que la demi-onde opposée demeure dans la zone linéaire.

La conséquence directe de cette saturation dissymétrique est une déformation sévère du courant de magnétisation ($imag(t)$). Le comportement de la densité de flux et du courant magnétisant résultant s'exprime mathématiquement par la série de Fourier d'une onde fortement distordue avec perte de symétrie de demi-onde :

À la différence de la saturation symétrique (qui ne génère que des harmoniques impairs d'ordre $3, 5, 7, \dots$), la saturation par décalage CC induit l'apparition d'une famille dense d'harmoniques pairs ($2^\circ, 4^\circ, 6^\circ, \dots$) associée à une augmentation exponentielle de la valeur de crête du courant de magnétisation ($Ipeak$). Dans des conditions de saturation sévère, la magnitude du courant de magnétisation peut être multipliée par un facteur de 10 à 50 par rapport à sa valeur nominale à vide, prenant la forme d'impulsions étroites de forte amplitude à chaque période de la tension du réseau.

Ce flux de fuite fortement distordu invalide les modèles linéaires de conception magnétique, provoquant un couplage inductif parasite avec les structures métalliques environnantes, le tirantage du noyau, les presses des bobinages et la cuve du transformateur.

Impact Thermique et Mécanique dans les Emplacements ATEX Zone 1 et les Installations IEC 61439-1/2

Dans le contexte strict d'une usine chimique présentant un risque d'explosion classé ATEX Zone 1 (selon les directives IEC 60079-0 et IEC 60079-14), les équipements électriques ne doivent pas seulement fonctionner dans leurs limites nominales de performance ; ils doivent garantir, sous n'importe quelle condition de défaut de service, que la température de leurs surfaces externes n'atteigne jamais la température d'auto-inflammation du mélange de gaz, vapeur ou brouillard présent dans l'environnement (classes de température T1 à T6).

La saturation par CC des transformateurs et inductances installés en Zone 1 ou raccordés à celle-ci altère les paramètres de conception thermique définis par les normes d'ensembles d'appareillage à basse tension IEC 61439-1 et 61439-2. La saturation du noyau invalide l'hypothèse selon laquelle le flux magnétique reste confiné à l'intérieur des tôles magnétiques. Lorsque la densité de flux de saturation du matériau est atteinte ($Bsat \approx 1.7 - 2.0 T$ pour des tôles CRGO), la perméabilité du noyau chute drastiquement vers des valeurs proches de celle de l'air ($\mu_r \to 1$). Cela dévie une fraction critique du flux magnétique vers les trajectoires de dispersion extérieure (stray flux).

Ce flux magnétique de fuite frappe perpendiculairement les éléments structurels non feuilletés du transformateur et les enveloppes de l'armoire électrique (portes, montants de support en tôle d'acier, blindages des jeux de barres sous gaine selon IEC 61439-2). Conformément à la loi de Faraday-Lenz et aux équations de diffusion du champ électromagnétique, le flux de fuite variable induit d'importants courants de Foucault (eddy currents) dans les parois de la cuve et les structures de support de l'ensemble :

où $\sigma$ représente la conductivité électrique de l'acier structural et $\vec{A}_{stray}$ est le potentiel vecteur magnétique du flux de fuite. Ces pertes par courants de Foucault se concentrent dans des volumes métalliques très réduits, créant des points chauds localisés (hotspots). Dans un emplacement ATEX Zone 1 exigeant une Classe de Température T4 (température maximale de surface autorisée $Tmax \le 135^\circ C$), la formation d'un hotspot sur la paroi externe du transformateur ou sur l'enveloppe de l'ensemble IEC 61439 en raison de la dispersion par saturation peut rapidement dépasser $160^\circ C - 200^\circ C$ en quelques minutes de fonctionnement sous injection CC non maîtrisée, annulant immédiatement le mode de protection Ex (par ex. Ex "d", Ex "eb" ou Ex "p").

De plus, sous la norme IEC 61439-1/2 (Clause 10.10 relative à la vérification de meublement thermique et de l'échauffement), le dimensionnement des jeux de barres et la capacité de dissipation du tableau sont calculés sur la base de pertes Joule linéaires et de pertes harmoniques conventionnelles. La saturation par CC produit un double impact thermique et mécanique :

• Déclassement (Derating) Thermique Extrême des Enveloppes : Les pertes globales dans le fer du transformateur augmentent selon une fonction quadratique des composantes harmoniques de haute fréquence induites dans le flux ($PFe = Physt \cdot \frac{f}{50} + Peddy \cdot \left(\frac{f}{50}\right)^2$). Le volume d'air interne dans l'armoire dépassera les limites de température ambiante de fonctionnement ($35^\circ C$ en moyenne sur 24h), provoquant le claquage diélectrique prématuré des isolateurs de support des barres (polyamides, résines époxy).
• Contraintes Mécaniques Magnétostrictives : Le régime magnétique dissymétrique génère des forces électromagnétiques et de réluctance de forte amplitude qui varient à la fréquence fondamentale et aux fréquences harmoniques paires ($100 Hz , 200 Hz$). La distorsion par magnétostriction ($\lambda = \Delta L / L$) perd sa symétrie et produit d'intenses accélérations vibratoires sur le tirantage du noyau et les enveloppes métalliques :
  $$Fmag(t) = \frac{B(t)^2 \cdot Aeff}{2 \mu_0} = \frac{\left(Bac\sin(\omega t) + Bdc\right)^2 Aeff}{2 \mu_0}$$
  Le terme croisé $\frac{Bac Bdc \sin(\omega t) Aeff}{\mu_0}$ introduit une force oscillatoire primaire à la fréquence fondamentale de $50 Hz$ (au lieu de la pulsation normale à $100 Hz$), déclenchant des résonances mécaniques dans les structures du tableau sous IEC 61439, le desserrage des assemblages boulonnés et la dégradation mécanique des garnitures d'étanchéité ATEX (joints élastomères Ex "d" ou Ex "t").

Diagnostic de la Dégradation Diélectrique par Analyse des Gaz Dissous (DGA) et Triangle de Duval

La surchauffe localisée et le stress électrique sévère issus de la saturation du noyau par CC provoquent la dégradation thermique et photochimique des diélectriques liquides (huiles minérales ou esters synthétiques/naturels) et solides (papier Kraft, carton pressé Pressboard) utilisés pour l'isolement du transformateur. La décomposition des chaînes d'hydrocarbures du fluide isolant libère des gaz combustibles qui se dissolvent dans le milieu liquide. L'Analyse des Gaz Dissous (DGA, Dissolved Gas Analysis), normalisée par l'IEC 60599 et l'IEEE C57.104, constitue l'outil d'expertise forensique primaire pour la détection de ces anomalies.

Les mécanismes thermiques engendrés par le flux de fuite en condition de saturation par CC produisent des profils de décomposition gazeuse hautement caractéristiques. La température au point chaud détermine la rupture de liaisons chimiques spécifiques :

• Basses températures ($T < 300^\circ C$) : Rupture des liaisons C-C faibles, libérant principalement de l'Éthane ($C _2 H _6$) et du Méthane ($CH _4$).
• Températures moyennes ($300^\circ C < T < 700^\circ C$) : Rupture des liaisons C-H et C=C, entraînant la prédominance de l'Éthylène ($C _2 H _4$).
• Hautes températures ($T > 700^\circ C$) ou arcs consécutifs à des défauts d'isolement secondaires : Génération massive d'Éthylène ($C _2 H _4$) et apparition d'Acétylène ($C _2 H _2$).

Pour diagnostiquer sans ambiguïté la dégradation induite par la saturation par décalage CC, on applique la méthodologie du Triangle 1 de Duval, basée sur les proportions relatives de trois gaz d'hydrocarbures clés : le Méthane ($CH _4$), l'Éthylène ($C _2 H _4$) et l'Acétylène ($C _2 H _2$). Les coordonnées à l'intérieur du triangle sont calculées en pourcentage à partir des concentrations en ppm via les formules suivantes :

L'interprétation de la dégradation causée par la saturation CC au moyen du Triangle 1 de Duval s'étend sur les zones thermiques suivantes :

• Zone T1 (Défaut thermique $T < 300^\circ C$) : Caractérisée par une forte concentration de $CH _4$ et de $C _2 H _6$. Elle apparaît lors des phases initiales de l'injection de CC, où le flux magnétique de fuite induit un échauffement modéré sur les brides du noyau et les parois de la cuve.
• Zone T2 (Défaut thermique $300^\circ C < T < 700^\circ C$) : Correspond au point de fonctionnement critique d'une saturation continue par CC. Les concentrations d'Éthylène ($C _2 H _4$) augmentent fortement, positionnant le point de coordonnées dans la région médiane droite du triangle. Cela confirme la présence de points chauds (hotspots) sur les composants structuraux en acier ou à proximité des enroulements.
• Zone T3 (Défaut thermique $T > 700^\circ C$) : Survient lorsque la saturation par CC entraîne une surchauffe massive au niveau des connexions internes ou détruit les bandes d'isolation thermique des boulons d'assemblage, atteignant des températures extrêmes avec des concentrations de $C _2 H _4 > 50\%$.

Pour affiner la caractérisation des défauts thermiques à basse et moyenne température produits par les flux parasites par rapport aux défauts affectant le papier isolant, on utilise de façon complémentaire le Triangle 4 et le Triangle 5 de Duval (spécifiques aux défauts thermiques à basse température et aux transformateurs en service contenant des fluides non minéraux) :

Une augmentation soutenue des gaz Monoxyde de Carbone ($CO$) et Dioxyde de Carbone ($CO _2$), associée à un rapport $CO _2 / CO < 3$, confirme formellement que le point chaud issu du flux de fuite de saturation a atteint la cellulose isolante (papier Kraft), dégradant irrémédiablement sa structure polymérique.

Analyse Forensique des Défaillances des Composants de Puissance

L'injection continue d'une composante continue par les convertisseurs de puissance déclenche un processus de dégradation en chaîne sur les actifs du réseau électrique. L'analyse forensique détaillée par composant s'établit comme suit :

Transformateurs de Puissance et d'Isolement

Le premier mode de défaillance réside dans la décomposition pyrolytique de la cellulose isolante. Le papier Kraft est constitué de chaînes de glucose dont le paramètre indicateur de durée de vie est le Degré de Polymérisation (DP). Un isolement cellulosique neuf présente un $DP \approx 1000 - 1200$. Sous l'effet des points chauds thermiques induits par le flux de fuite ($T > 140^\circ C$), la vitesse de rupture des chaînes de cellulose s'accélère de façon exponentielle selon l'équation d'Arrhenius :

Lorsque le $DP$ chute en dessous de 200, la résistance mécanique du papier se réduit à 20 % de sa valeur d'origine, rendant le matériau cassant. Lors de tout effort électrodynamique ultérieur (tel qu'un courant de court-circuit traversant), les spires du bobinage subissent un effondrement mécanique provoquant un court-circuit entre spires (turn-to-turn fault).

Le second mode de défaillance des transformateurs réside dans le bruit acoustique anormal et la résonance structurelle. L'injection de CC rompt la symétrie du cycle d'hystérésis, générant des ondes vibratoires à la fréquence fondamentale ($50 Hz$) qui se superposent aux composantes harmoniques. Cela entraîne des contraintes mécaniques répétées sur les soudures de la cuve et des défaillances par fatigue sur la tuyauterie du système de refroidissement (radiateurs et pompes à huile).

Câbles et Canalisations Électriques (IEC 60287 / NEC 310)

Les câbles de moyenne et basse tension reliant les onduleurs AFE aux transformateurs connaissent un régime thermique fortement altéré. Le courant non sinusoïdal et très dissymétrique, riche en harmoniques pairs de bas rang (particulièrement les $2^\circ$ et $4^\circ$ harmoniques), provoque une augmentation drastique de la résistance effective en CA du conducteur ($Rac$), du fait des effets de peau (skin effect) et de proximité (proximity effect) :

où $y_s$ et $y_p$ sont respectivement les facteurs d'effet de peau et de proximité, lesquels croissent proportionnellement au carré de la fréquence des composantes harmoniques causées par la saturation ($y_s \propto f^2$). Il en résulte une élévation sévère de la température interne des conducteurs, ce qui accélère le vieillissement thermique de l'isolant XLPE ou EPR au-delà de sa température maximale admissible en régime permanent ($90^\circ C$), favorisant le phénomène d'arborescences d'eau (water treeing) et de décharges partielles destructives dans les installations souterraines industrielles.

Appareillage de Coupure et Relais de Protection

La présence d'une composante continue et la saturation des transformateurs dégradent le fonctionnement des systèmes de protection (IEC 60255) :

• Saturation des Transformateurs de Mesure et de Protection (TC/TI) : Le courant primaire fortement distordu et affecté d'un décalage CC est transféré au secondaire des transformateurs de courant. Le noyau du TC se meut rapidement en saturation, provoquant une déformation sévère du signal secondaire transmis aux relais. Cela entraîne un sous-fonctionnement (underreaching) ou un déclenchement intempestif (overreaching) des relais de surcourant (50/51) et des relais de protection différentielle de transformateur (87T).
• Interruption d'Arc dans les Disjoncteurs (IEC 60947-2 / IEC 62271-100) : La distorsion de l'onde de courant peut décaler les points de passage par zéro (zero-crossing) du courant alternatif, ou les supprimer pendant plusieurs cycles lors de défauts combinés à des transitoires CC. Les disjoncteurs s'appuient sur le passage naturel par zéro pour éteindre l'arc électrique dans les chambres de coupure. L'absence ou la distorsion du passage par zéro prolonge la durée d'arc, ce qui détruit les contacts de puissance en argent-cadmium/tungstène et peut provoquer l'explosion catastrophique de la chambre d'extinction en atmosphère ATEX.

Matrice Comparative des Paramètres Électromagnétiques, Normatifs et de Diagnostic

Paramètre Électronique / Thermique	Fonctionnement Normal Nominal (Sans Offset CC)	Saturation Sévère par CC (Offset > 0,5% $I_n$)	Limite selon Norme (IEC / IEEE / ATEX)	Conséquence DGA et Diagnostic Forensique
Induction Magnétique de Crête ($Bpeak$)	$1.50 - 1.68 T$ (Région linéaire de l'acier CRGO)	$1.90 - 2.15 T$ (Saturation profonde sur une demi-onde)	$Bmax < 1.75 T$ (Critère de conception constructeur)	Induit des pertes anormales dans le fer ; amorce de dégradation par points chauds (hotspots) localisés.
Courant de Magnétisation ($Imag$)	$< 1\% - 2\%$ de $I_n$ (Forme d'onde quasi-sinusoïdale)	$10\% - 50\%$ de $I_n$ (Impulsons périodiques de forte amplitude)	IEEE Std C57.110 / IEC 60076-1	Génération accélérée de gaz $H _2$ et $CH _4$ par décharges partielles superficielles et surchauffe.
Température Externe de la Cuve / Enveloppe	$55^\circ C - 70^\circ C$ (Échauffement moyen / ambiance)	$> 140^\circ C - 180^\circ C$ (Zones de concentration du flux de fuite)	IEC 60079-0 (ATEX T4 : $Tmax \le 135^\circ C$) / IEC 61439-1 (Clause 10.10)	Risque imminent d'inflammation ATEX. Diagnostic DGA : Zone T2 ou T3 du Triangle de Duval ($C _2 H _4$ prédominant).
Taux d'Harmoniques en Courant	THD$_i < 3\%$, prédominance d'harmoniques impairs ($3^\circ, 5^\circ$)	THD$_i > 25\%$, présence massive d'harmoniques pairs ($2^\circ, 4^\circ, 6^\circ$) et CC	IEEE 519 / IEC 61000-3-6 (Limite d'injection CC $< 0,5\%$ $I_n$)	Pertes sévères dans les isolants liquides ; accélération de la pyrolyse du papier isolant.
Niveau de Bruit Acoustique et Vibrations	$55 - 65 dBA$ (Vibration dominante à $100 Hz$)	$> 85 - 95 dBA$ (Apparition d'une forte composante à $50 Hz$ et impairs)	IEC 60076-10 (Limites d'émission acoustique)	Défaillance mécanique par fatigue sur les tirants, fuites aux garnitures d'étanchéité ATEX et connecteurs.
Degré de Polymérisation du Papier (DP)	$1000 - 1200 (État neuf)$	Chute à $< 200 (Fin de vie utile de l'isolement)$	IEC 60450 / IEEE C57.100	Production massive de $CO$ et $CO _2$, rapport $CO _2/ CO < 3$, présence de furaniques (2-FAL).

Stratégies d'Atténuation et Critères de Conception Anti-Saturation

La maîtrise des risques thermiques ATEX et la prévention des défaillances diélectriques dans les réseaux alimentés par convertisseurs requièrent une combinaison de techniques d'atténuation actives, de modifications matérielles passives et d'une conception rigoureuse conforme aux spécifications d'enveloppes IEC 61439-1/2.

Atténuation Active par Contrôle de l'Onduleur

Les architectures de contrôle avancées des convertisseurs doivent intégrer des boucles d'annulation de l'offset CC basées sur la mesure haute précision du flux dans le transformateur ou sur l'échantillonnage direct du courant de sortie. On emploie des capteurs de courant à effet Fluxgate en boucle fermée (avec une dérive de zéro $< 1 ppm/K$) associés à un algorithme de compensation de la valeur moyenne dans le processeur de signal numérique (DSP) :

Ce signal de correction est directement soustrait du module de modulation de largeur d'impulsion (MLI / PWM), ce qui ajuste de façon symétrique le temps mort de commutation des transistors supérieurs et inférieurs de chaque bras de l'onduleur afin d'annuler la tension continue équivalente $Vdc \to 0$.

Atténuation Passive et Conception Magnétique

Lorsque l'injection active ne peut être garantie à 100 % sous toutes les conditions de défaut du convertisseur, des solutions matérielles passives doivent être mises en œuvre :

• Insertion d'Entrefers Stratégiques (Core Gapping) : L'intégration d'un court entrefer distribué ($\delta$) dans le circuit magnétique du transformateur augmente considérablement la réluctance du noyau face à la composante continue, atténuant drastiquement le flux décalé $\Phi_{dc}$. La réluctance modifiée s'exprime par :
  $$\mathcal{R}_{m, modified} = \frac{leff}{\mu_0 \mu_r Aeff} + \frac{\delta}{\mu_0 Aeff}$$
  Bien que cela augmente légèrement le courant de magnétisation réactif fondamental à vide, cela repousse le coude de saturation sur la courbe $B-H$, protégeant le transformateur contre des décalages CC importants.
• Transformateurs d'Isolement à Couplage Zigzag (Zn) : La topologie de bobinage en Zigzag constitue un moyen naturel d'annulation de la composante continue et des harmoniques de rang triple sur le secondaire. Les flux créés par le courant continu dans les deux moitiés opposées des colonnes du bobinage s'opposent magnétiquement, produisant une annulation nette de la force magnétomotrice en CC ($FMM_{dc} = N Idc - N Idc = 0$).
• Filtres de Blocage de CC (Condensateurs de Blocage CC) : Insertion en série de batteries de condensateurs non polarisés dans le neutre du transformateur ou sur les phases du raccordement BT. Les condensateurs présentent une impédance infinie au courant continu ($Zdc = \infty$), ce qui bloque totalement le passage de toute composante continue en provenance de l'onduleur.

Conception des Enveloppes et Ensembles en Zone ATEX 1 (IEC 61439 / IEC 60079)

Lors de la conception des tableaux de distribution et d'interface de puissance selon la norme IEC 61439-1/2 pour les zones ATEX 1, il convient de respecter strictement les règles d'ingénierie suivantes pour prévenir les surchauffes dues au flux de fuite :

• Plaques Passe-Câbles Amagnétiques : La pénétration des câbles unipolaires de grande section à travers l'enveloppe Ex "d" ou Ex "e" du tableau doit être réalisée exclusivement au moyen de plaques passe-câbles en matériaux amagnétiques (acier inoxydable austénitique AISI 316L, aluminium ou laiton). Cela évite le bouclage du circuit magnétique du flux de fuite autour du conducteur, éliminant ainsi l'échauffement par courants de Foucault dans la structure du coffret.
• Surveillance Thermique Distribuée par Fibre Optique (DTS) : Pour garantir que la température surfacique de l'enveloppe en Zone 1 ne dépasse pas la limite ATEX T4 ($135^\circ C$), des capteurs continus de température à fibre optique à réseau de Bragg (FBG) doivent être installés directement sur le tirantage du noyau, les presse-étoupes et les parois de la cuve. Ces capteurs, intrinsèquement sûrs (Ex "i"), doivent être asservis au déclenchement de l'interrupteur d'alimentation principal dès qu'une élévation de température dépasse $105^\circ C$.

Modélisation et Intégration Technique dans Vexten Suite

L'évaluation rigoureuse de l'impact de la saturation par décalage CC sur les réseaux électriques des installations chimiques nécessite l'utilisation d'outils de simulation avancés. Le logiciel Vexten Suite intègre des modules de calcul conçus pour modéliser la non-linéarité électromagnétique et le comportement des fluides diélectriques décrits.

Module de Calcul de Court-Circuit (IEC 60909 / IEEE 141)

La saturation préalable du noyau due à l'injection de CC modifie les impédances équivalentes du réseau lors de la survenance d'un court-circuit. Conformément à la norme IEC 60909, le courant de court-circuit de crête ($i_p$) dépend directement du facteur $\kappa$ (facteur d'impulsion), lequel est fonction du rapport $R/X$ du circuit de défaut :

Lorsque le circuit magnétique du transformateur est saturé par une composante CC préalable, la réactance de magnétisation ainsi que la réactance de fuite diminuent de façon transitoire ($Xsat < Xlinear$). Cela déplace fortement le rapport $R/X$ vers des valeurs plus élevées, tandis que la réactance d'homopolaire diminue. Vexten Suite réajuste dynamiquement la matrice d'admittance du système ($\mathbf{Y}_{bus}$) en recalculant la valeur de la réactance subtransitoire saturée ($X_{d\_sat}''$) afin de fournir une estimation précise du courant de crête maximal $i_p$, évitant ainsi le sous-dimensionnement du pouvoir de coupure (breaking capacity) des disjoncteurs installés en zone ATEX.

Module de Dimensionnement des Câbles et Déclassement Harmonique (IEC 60287 / NEC 310)

Le module de dimensionnement des câbles de Vexten Suite exécute un algorithme itératif basé sur la norme IEC 60287 pour déterminer l'admissibilité du courant en régime permanent, en appliquant le facteur de correction thermique dû aux harmoniques et à la composante continue ($Kderating$) :

Le logiciel calcule en interne la résistance en courant alternatif à la fréquence de chaque harmonique pair ($Rac(h)$) induit par la saturation CC, en évaluant les augmentations dues à l'épaisseur de peau $\delta_s = \sqrt{\frac{2}{\omega \mu \sigma}}$. De cette façon, Vexten Suite prévient la défaillance diélectrique des câbles alimentant les charges critiques en usine chimique, garantissant que la température de fonctionnement du conducteur reste en deçà des $90^\circ C$ spécifiés à la conception nominale.

Module d'Analyse de Résonance et de Filtres d'Harmoniques

L'injection de courant continu et la distorsion harmonique liée à la saturation modifient la réponse en fréquence du réseau électrique. L'inductance de magnétisation équivalente du transformateur chute à des valeurs minimales instantanées lors de la saturation du noyau ($L_{mag\_sat} \ll L_{mag\_nom}$). Cela déplace la fréquence de résonance parallèle du système ($fres$) vers des ordres d'harmoniques plus élevés :

Si la fréquence de résonance ainsi décalée s'aligne sur l'un des harmoniques pairs amplifiés par la saturation (par ex. le $2^\circ$ harmonique à $100 Hz$ ou le $4^\circ$ à $200 Hz$), la tension sur le jeu de barres de l'ensemble IEC 61439-1/2 subira une surtension par résonance destructive. Vexten Suite effectue des balayages en fréquence dynamiques (Frequency Scan Analysis) selon le niveau d'injection CC, dimensionnant automatiquement des filtres passifs amortis (Filtres C-Type ou Passe-Haut) ou configurant les paramètres d'amortissement actif de l'onduleur afin de supprimer en toute sécurité la résonance dans les environnements à fort risque d'explosion.